复杂大跨结构屋盖风荷载特性的试验与计算研究

陈伏彬，李秋胜，卢春玲，黄生洪，傅学怡，郭 明

（1.长沙理工大学 土木与建筑学院，湖南 长沙 410114；

2.湖南大学 建筑安全与节能教育部重点实验室，湖南 长沙 410082；3.香港城市大学 土木及建筑工程系，香港；4.中国科学技术大学 工程科学学院，安徽 合肥 230026；5.深圳大学 建筑设计院，广东 深圳 518060；6.中铁第四勘察设计院，湖北 武汉，430063）

0 引 言

大跨度钢结构建筑以其造型新颖、建筑空间大等特点，广泛应用于车站、大型场馆、候机厅等建筑。这些建筑具有自重轻、柔度大、阻尼小、自振频率低等特点，风荷载往往成为此类结构设计的主要控制荷载。同时，这些建筑往往都相对较矮，处于风速变化大、湍流强度高的近地区域，屋盖表面主要受到气流的分离、再附作用，其周围风场交复杂。此外，大跨结构造型各异，现行的国家《建筑结构荷载规范》（GB50009－2001）［1］以及先前对大跨结构的研究成果均不能完全运用于某个待建建筑。因此，在大跨结构设计前期应对该建筑进行详尽的风荷载风洞试验研究，其结果不仅可以用于该结构抗风设计，而且还可以为建立大跨结构的风荷载特性数据库提供宝贵的试验资料。

深圳新火车站是“北京－武汉－广州－深圳－香港客运专线”及“杭州－宁波－福州－深圳客运专线”两条国家铁路的交汇点，如图1所示。深圳新火车站建成后，将与广深港客运专线连接，成为第二条粤港通道的重要站点。深圳站也将继续承担广深线、广九线、京九线的到发任务。两个客运深圳新火车站一起成为全国重要的区域性铁路客运枢纽、具有口岸功能的大型铁路车站和深圳市最重要的陆上交通门户。该车站建筑长约450m、宽约330m，主要由中间的主楼与主楼两侧的站台雨棚构成，主站房屋面标高东西分别为42.93m与32.575m，南北站房屋面标高为18.950m。主楼的四周均有不同程度的悬挑结构，特别在东侧为一大悬挑结构，其悬挑长度达到58m，且在其横、纵两个方向为大开洞构造以及南北站台雨棚的四方索构造。鉴于其体形复杂和结构的重要性，需要进行详尽的风荷载风洞试验研究，以获得结构设计风荷载。

本文结合深圳新火车站刚性模型的风洞试验数据，分析了位于高湍流区域的大跨屋盖在典型风向角下的平均风压及脉动风压分布特性，并将风洞试验结果与数值风洞模拟结果进行比较，同时比较了无火车工况与有火车工况下的风压分布特征；文中进一步讨论了脉动压力的概率特性与峰值因子的统计特性；最后评估了在无火车工况下深圳新火车站东侧横、纵两个方向大开洞的风速放大效应，并与数值风洞模拟结果进行对比研究。

图1 深圳新火车站建筑效果图Fig.1 Architecture drawings of the Shenzhen new railway station

1 风洞试验概况

本文试验在湖南大学HD－2的大气边界层风洞中进行。地貌类型按国家《建筑结构荷载规范》（GB 50009－2001）［1］中规定的 B类地貌考虑，地貌粗糙度系数（指数律）α＝0.16。在试验之前，首先以二元尖塔、挡板及粗糙元来模拟B类地貌的风剖面及湍流度分布，如图2（a、b）所示。本次风洞试验中，参考高度取为60cm，参考点的风速为12m／s，参考高度处顺风向来流风速谱如图2（c）所示。试验采样频率为333.1Hz，采样长度为10000。风洞试验以车站东面来流定义为0°风向角，间隔15°，逆时针转动，如图3所示。

深圳新火车站项目试验模型是用ABS板制成的刚体模型，具有足够的强度和刚度。模型与实物在外形上保持几何相似，缩尺比为1∶200，高度约为21.5cm。刚性模型上共布置了1589个测压点用以测量模型上下表面风压。其中，在主站房悬挑位置布置了152对双测点（测点编号为A），在主站房屋面中间区域布置了142个单测点（测点编号为B），南、北站台雨棚分别布置了216对双测点（北站台雨棚测点编号C，南站台雨棚测点编号为D），测点布置如图4所示。模型固定在风洞试验室的木制转盘上，如图5所示。

图2 风洞试验的风速剖面、湍流度剖面及参考点高度处风速谱Fig.2 Vertical profiles of wind speed，turbulence intensity and power spectrum at the reference height in wind tunnel test

图3 风向角定义Fig.3 Definition of wind attack angles

图4 测点布置图Fig.4 Layout of the wind pressure taps

图5 试验模型照片Fig.5 Model in the wind tunnel test

2 数值风洞模拟

深圳新火车站的数值风洞模拟在湖南大学“建筑结构抗风抗震”研究梯队的并行计算机群进行，该并行机群有32CPUs并联成一个平台，用以进行大规模计算。计算平台为FLUENT6.3。本文的采用大涡模拟技术并结合本文作者黄生洪和李秋胜提出的一种新的可满足大气边界层风场特性的湍流脉动速度生成方法——DSRFG［6］模拟深圳新火车站的边界层湍流风场。在大涡模拟的亚格子模型方面，采用本文作者（黄生洪 和李秋胜）针对结构风工程应用提出的一种新的亚格子模型［7］。

数值风洞计算模型与风洞试验刚性模型一致，缩尺比均为1∶200，如图6所示。计算域X、Y、Z（长、宽、高）方向的尺寸为24m×7.5m×0.9m。本数值风洞模拟计算分别模拟了5个风向角（0°、180°、225°、270°及315°）工况。本文采用四面体与六面体的混合网格来对计算区域进行划分，各风向下网格的最小尺寸为0.01m，网格单元总数为1300万左右。

图6 深圳新火车站数值风洞计算模型Fig.6 Numerical model of the Shenzhen new railway station

3 试验结果分析与讨论

模型试验中符号约定以压力向内（压）为正，向外（吸）为负。屋盖表面各点的风压系数由下列公式给出：

式中，Cpi（t）是试验模型上第i个测压孔所在位置的风压系数，pi（t）是该位置上测得的表面风压值，p0和p∞分别为参考点处测得的平均总压和平均静压。对于悬挑的位置（上下对应布置两个测压孔），由上下表面对应的测压点测出的压力相减得到：

其中，ΔCpi（t）表示试验模型上第i个测压孔所在位置的风压差系数，（t）、（t）分别表示该位置上下表面的风压值，为了简化叙述，本文均采用压力系数Cpi（t）来表示公式（1）、（2）两种情况。

3.1 平均风压特性

本文研究以15°为间隔的24个风向角下深圳新火车站屋盖结构表面风压的分布情况，其中对于主站房的悬挑区域以及南、北站房屋盖的风压系数均以综合风压系数给出。限于篇幅，本文仅给出了3个典型风向角（0°、180°、270°）下深圳新火车站屋盖的平均风压系数分布，如图7所示。

图7 典型风向角下深圳新火车站屋盖的平均风压系数分布图Fig.7 Contours of the mean wind pressure coefficients of the roof of the Shenzhen new railway station under typical wind directions

当气流流经钝体时，气流在钝体的迎风表面出现分离，在分离区形成离散的旋涡，并脱落于下风向区域。气流迎风区域分离而引起的旋涡脱落形成很大逆压梯度，在边缘区域呈现很大的负风压；随着旋涡分离与再附，在远离边缘的下风向区域，负风压逐渐减小，甚至在尾部形成正风压区域，最后气流在钝体的根部再次分离形成负风压［3］。从图7可以看出，深圳新火车站屋盖的最大负风压发生在气流分离最为显著的迎风区域的角部，迎风区域的中间部位风压变化相对平缓。由图中亦可发现，当气流垂直于钝体时，其在迎风的边缘区域会沿着分离线形成一定范围的柱状涡，与先前的研究［8－9］一致。

在0°风向角下，主站房东侧大悬挑为迎风区域，且存在纵向（南北向）与横向（东西向）的“十字”型大开洞，气流在悬挑屋面边缘处分离，同时又受到下方幕墙的阻塞，形成“上吸下顶”的风荷载分布形式。然而亦可发现在深圳新火车站东侧南北向开洞的上下部分对气流起到了一定“引流”作用；同时也使南北向开洞内表面形成负风压，降低了南北向开洞区域上下表面的综合风压。对于南北站台雨棚而言，其上下表面均受风作用，最大平均负风压亦出现迎风屋面的角部，特别是靠近主站房的角部屋盖，下风向区域平均风压较小甚至为0。此时，主站房屋面综合最大平均负风压系数为－1.26，相应的北站台雨棚为－0.32，均发生的迎风角部屋檐。

180°风向角下的深圳新火车站屋盖的平均风压系数分布与0°风向角类似。其主站房悬挑处最大平均负风压系数（－1.04）小于0°风向角结果，但南北的站台雨棚最大平均负风压系数（－0.54）又略大于0°风向角结果；由于纵向、横向开洞位于下风向区域，对风压分布的影响很小。

270°风向角下，主站房东西悬挑屋盖上下表面均受风吸力作用（即“上吸下吸”），因而其综合风吸力较小；而对于南向悬挑位置风压表现为“上吸下顶”情况，其平均负风压系数就较大；最大平均负风压系数发生在南面的悬挑边缘，达到－1.01。南站台雨棚负风压主要发生在迎风区域，最大平均负风压系数为－0.74，发生在迎风的檐口；在下风向区域负风压系数较小甚至出现正风压。而对于北站台雨棚，其位于来流的下风向区域，且又受到主站房的阻挡，其负风压较小。

由于数值风洞模拟给出的是屋盖结构各表面上的风压系数云图分布结果，为了便于比较，本文亦给出了在0°及270°风向角下深圳新火车站屋盖上表面平均风压系数云图分布。图8为0°风向角下平均风压系数风洞试验结果与数值风洞模拟结果对比，图9为270°风向角下平均风压系数风洞试验结果与数值风洞模拟结果对比。从图7、图8中可以看出，风洞试验的结果与数值风洞模拟结果在屋盖上表面平均风压系数的数值大小及其分布上均非常吻合。从图8可知，数值风洞模拟能更为精细地给出屋盖表面各个区域的风压分布情况，特别是在南北站台雨棚波浪形屋面的下凹处，而风洞试验结果仅给出风压测点所在波浪形屋面波峰处的风压分布。图9表明，在270°风向角下南站台雨棚在靠近主站房的屋面区域存在较大的正风压，笔者认为产生此现象除了因为气流在檐口处分离后的再附作用外，更主要是因为气流流过南站台雨棚后受到主站房幕墙的阻挡而造成的气流反射作用所产生的向下风荷载，影响范围与主站房屋面高度变化相类似，表现为西低东高的趋势。

图8 0°风向角深圳新火车站屋盖上表面平均风压系数风洞试验结果与数值风洞模拟结果对比Fig.8 Comparisons of the mean wind pressure coefficients on the upper surface of the Shenzhen new railway station roof between the wind tunnel tests and simulation results under the wind direction of 0°

图9 270°风向角深圳新火车站屋盖上表面平均风压系数风洞试验结果与数值风洞模拟结果对比Fig.9 Comparisons of the mean wind pressure coefficients on the upper surface of the Shenzhen new railway station roof between the wind tunnel test and simulation results under the wind direction of 270°

3.2 脉动风压特性

气流的脉动除了受来流自身的湍流影响之外，还受到旋涡导致的流动或特征湍流（由钝体引起的湍流）的影响。脉动风压系数体现了风压流脉动能量的大小，是脉动风荷载的重要特征之一。图10为典型风向角（0°、180°和270°）下的屋盖脉动风压系数分布图，应该指出的是本图中脉动风压系数为屋盖上下表面综合脉动风压系数。图11与图12分别给出了0°与270°风向角下深圳新火车站屋盖上表面脉动风压系数风洞试验结果与数值模拟结果的对比。

从图10～图12可以看出，脉动风压系数分布与平均风压系数分布相类似，在平均风压系数大的区域其脉动风压系数也大。在迎风的屋盖前沿及角部是气流分离最大的位置，此时气流的脉动能量除了受来流自身的湍流强度影响之外还有就是特征湍流度的影响，因此其脉动风压系数就较大；而对于来流下风向屋面区域，主要是受到自身湍流强度的影响，其相对应的脉动风压系数较小。

图10 典型风向角下深圳新火车站屋盖的脉动风压系数分布图Fig.10 Contours of the RMS pressure coefficients under typical wind directions

图11 0°风向角深圳新火车站屋盖上表面脉动风压系数风洞试验结果与数值风洞模拟结果对比Fig.11 Comparisons of the RMS wind pressure coefficients on the upper surface of the Shenzhen new railway station roof between the wind tunnel test and numerical simulation results under the wind direction of 0°

图12 270°风向角深圳新火车站屋盖上表面脉动风压系数风洞试验结果与数值风洞模拟结果对比Fig.12 Comparisons of the RMS wind pressure coefficients on the upper surface of the Shenzhen new railway station roof between the wind tunnel test and numerical simulation results under the wind direction of 270°

3.3 有火车工况与无火车工况下风压系数对比

本文对深圳新火车站在无火车工况与有火车工况（中间一列火车、中间两列火车及全部有火车工况）进行了详尽的风洞动态测压试验。由于整个深圳新火车站屋盖表面主要受风吸力作用，鉴于篇幅，本文仅给出深圳新火车站屋盖结构各个工况下风压测点全风向最大平均负风压系数分布图与全风向最大脉动风压系数分布图。图13与图14分别为全风向最大平均负风压系数分布图与全风向最大脉动风压分布图。由图13与图14可以看出：

图13 不同火车数量工况下全风向最大平均负风压系数云图Fig.13 Contours of the maximum mean negative wind pressure coefficients under all wind directions for the cases of different number of trains

图14 不同火车数量工况下全风向最大脉动风压系数云图Fig.14 Contours of the maximum RMS wind pressure coefficients under all wind directions for the cases of different number of trains

（1）在不同火车数量工况下，全风向最大平均负风压系数与全风向最大脉动风压系数分布相似；随着火车列数的增多，最大平均负风压系数有所降低。仅一列或两列火车时，对风压的分布影响很小；但在全部有火车工况下，在主站房的西侧屋盖表面负风压系数有明显提高，主站房中部与东侧屋盖部分则有显著的降低，而南北站房屋盖表面负风压系数分布呈下降趋势。

（2）在有火车工况下，全风向最大脉动风压系数有所提高，主要是局部点受到气流的影响，对整体而言脉动风压系数变化很小。

3.4 脉动风压概率分布与峰值因子

脉动风压的概率特性反映了风压脉动能量大小的分布，是风荷载脉动特性的重要特征［4］，也是评价风压是否符合高斯分布或非高斯分布的重要手段［5，11－13］。事实上，脉动风压的概率统计不仅可用于建筑结构设计峰值风荷载值的确定，还对风致结构响应数值计算方法的改善起到重要作用。

限于篇幅，本文以0°风向角下主站房屋盖上表面典型测点脉动风压以及90°风向角下北站房雨棚典型测点综合脉动风压的概率分布为例（测点分布如图4所示），讨论深圳新火车站屋盖表面脉动风压的概率特征。图15给出了0°风向角下主站房屋盖上表面典型测点脉动风压系数的概率密度函数分布，图16为90°风向角下北站台雨棚典型测点综合脉动风压系数的概率密度函数。图中横坐标代表脉动风压系数标准化后的值（峰值因子），纵坐标为相应的概率密度函数值。

从图15（a）可以看出，位于迎风屋盖前沿的测点，其脉动风压概率密度函数体现明显非高斯分布特征，特别是负压尾部，如先前其它研究［11－13］相同。这些现象主要是由于这些测点位于屋盖前沿的气流分离区，压力的脉动能量除了受到来流本身的湍流度的影响外，更主要来自于气流的分离引起的特征湍流。由于存在更长的负压尾部，相对高斯分布而言，其具有更高的高负压发生概率。在99.9999%概率密度的保证率下［2，10］，其峰值因子将达到6。观察其它位于迎风气流分离区的测点结果可知，均有类似的概率密度分布特征。

从图15（b）可以发现，这些测点的风压概率分布与高斯分布十分吻合，主要因为这些测点不在气流分离区，而其风压的脉动能量主要来自于气流本身的湍流度的贡献。在99.9999%概率密度的保证率下，其峰值因子为4。相同的现象在位于下风向屋盖中间区域的风压测点亦能找到。

图15 0°风向角主站房屋盖上表面典型测点脉动风压系数概率密度分布函数Fig.15 Probability distributions of RMS pressure coefficients for typical pressure taps on the main structure under wind direction of 0°

图16给出了90°风向角下北站台雨棚典型测点脉动风压的概率密度函数分布，这些风压点均位于雨棚迎风气流分离区，受到了强烈的特征湍流与来流本身的湍流的影响，具有很强的脉动能量。其概率密度函数均明显地偏离高斯分布。此时，在99.9999%概率密度的保证率下，其峰值因子亦达到6。

图16 90°风向角北站台雨棚典型测点综合脉动风压系数概率密度分布函数Fig.16 Probability distributions of RMS pressure coefficients for typical pressure taps on the north platform canopy under wind direction of 90°

为了更好地说明迎风檐口位置风压脉动特性，以0°风向角下东面大悬挑位置y＝0.25m剖面处的平均风矢量图为例，如图17所示。从图上可以看出，气流在迎风的檐口分离，形成分离泡，产生很大的逆压梯度，此时形成高负压；分离泡紧接着再附于屋面并形成较大的脉动压力，此时位于这些位置的风压测点其脉动风压的概率密度函数将在负压区产生翘曲，表现明显的非高斯特性。

图17 火车站y＝－0.25m处竖向剖面内的平均风矢量图Fig.17 Mean velocity vectors at the y＝0.25m section of the Shenzhen station

3.5 纵、横方向开洞位置风速放大效应研究

建筑物作为钝体出现在现代城市的近地面流场中，下冲、狭管流、角流、穿堂风以及阻塞、尾流等效应，会使建筑物建成后，出现过去没有的局部强风现象；局部强风的出现，会造成行人活动困难，以及建筑物的门窗和建筑外装饰物等破损、脱落、伤人等事故的发生。

在深圳新火车站东面的大开洞位置布置2个Irwin探头用于采集2个典型位置的风速，风速测点Z1与Z2具体布置如图3所示，其中测点位置Z1位于离主站房北侧36m的开洞中间，测点位置Z2位于主站房横、纵开洞交汇的中心处，两测点标高均为30m。风速放大效果可用风速比Ri来定义：

式中，Ui和Ur分别为测点位置和参考点位置处的平均风速，本文参考点高度取离地实际高度2m。

图18为各测点的风速比玫瑰图。同时为了与精细的建筑模型的数值模拟结果进行对比，图19列出了两个风速测点的数值风洞模拟结果。从图18可以看出风速测点Z1最大风速比为1.34，发生在315°来流方向；风速测点Z2最大风速为1.07，发生在120°来流方向。风速测点Z1在东南气流方向（风向角270°～360°）及北向气流（风向角在60°～120°）时风速均较大，主要是因为在此方向上气流均是顺着开洞方向，洞口对气流起了加速作用；特别是在东南方向，此时气流在两方向的洞口均有“汇集”作用，其风速放大效应较其他方向更明显些。风速测点Z2位于两个方向开洞的中心，两个方向的洞口相互间对气流有“导流”作用，因此大风速都是发生在洞口相互影响小的风向，如西北、西南及东面来流方向。

图18 典型风速测点不同风向角下风速比风洞试验结果Fig.18 Distributions of wind speed ratio for typical locations under different wind directions by the wind tunnel test

图19 典型风速测点不同风向角下风速比数值风洞模拟结果Fig.19 Distributions of wind speed ratio for typical locations under different wind directions by the numerical simulation

由图18与图19的风速比玫瑰图可以看出，两个风速测点的风速比都随着风向的变化而迅速变化，具有很强的风向性。由于数值风洞仅模拟了5个典型风向角，相对于风洞试验而言，其风速比玫瑰图比较简单。但其数值模拟结果在风速比及其发生的风向角方向上与风洞试验结果都相当的吻合。说明利用大涡模拟（LES）的数值风洞能够很好地模拟出建筑物周边的风速分布情况。

4 结 论

在大气边界层风洞中对深圳新火车站在不同火车数量工况下进行了全面系统的风洞动态测压试验，详细分析了火车站屋盖表面平均风压、脉动风压特性；同时对火车站东侧纵（南北方向）、横（东西方向）方向大开洞处进行详细的风速放大效应风洞试验研究；并与数值风洞模拟计算结果进行对比，得出以下几点结论：

（1）深圳新火车站屋盖表面以负风压为主，在迎风的屋檐出现明显的气流分离，存在很大的负风压；下风向区域负风压很小甚至出现较小的正风压。

（2）脉动风压系数分布与平均风压系数具有相类似的分布特征，在平均负风压系数大的位置其脉动风压系数也大，反之亦然。

（3）当气流垂直（或斜向）于主站房南（或北）幕墙时，由于气流受到幕墙的阻挡与反射作用，产生的下沉气流会在靠近南（或北）站台雨棚的上表面区域附着，形成比较大的正风压。

（4）火车数量对屋面平均风压与脉动风压有一定的影响，但它们的变化仅限于局部小区域，对于整体而言影响较小。

（5）迎风区域的测点，其脉动风压在负风压区出现明显的延伸，说明其具有很高的负压发生概率；而对于下风向的中间区域测点，则符合正态高斯分布。

（6）主站房东面大开洞具有明显的风速放大效应，其最大放大系数达到1.34。

（7）通过对比风洞试验结果与数值风洞模拟结果，以及火车站东侧大开洞位置风速放大效应可以发现：数值风洞模拟结果与物理风洞试验结果相当吻合，说明采用新的大涡模拟方法以及采用DSRFG方法生成湍流脉动风速入口风场技术能很好的模拟出建筑表面的风压分布以及周边环境的压力及风速分布结果。

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